proiect industriale

8/7/2019 Proiect Industriale

1/40


2/40

2. uc C., Georgescu D. Calculul static al halelor industriale, Editura tehnicBucureti, 1980.

3. Boghian V.- Construcii industriale, vol.II, Iai 1987.4. Pop M. Construcii industriale, I.P. Cluj-Napoca, 1985.5. Popescu V. Construcii Industriale, Ed. Didactic i Pedagogic Bucureti,

1974.

6. Giocel D., Lungu D. Aciunea vntului, zpezii i variaiilor de temperatur nconstrucii, Ed. Tehnic Bucureti, 1972.

7. Perjescu M. Hale industriale cu un nivel. Elemente de calcul static, Ed.Tehnic Bucureti, 1971.

8. Jerghiu V.A., Secu A., Decher E. Elemente de proiectare pentru construciiagricole, I. P. Iai, 1989.

9. Boghian V. GH. Construcii Industriale, vol I, II, I.P. Iai, 1987.10.Jerghiu V.A. Construcii Agricole, I.P. Iai, 1973.11.*** STAS 800-82 - Poduri rulante electrice cu crlige, caracteristici i dimensiuni

principale, Institutul Romn de Standardizare.

12.*** STAS 10101/0A -77 Aciuni n construcii, Clasificarea i grupareaaciunilor pentru Construcii civile i industriale, Institutul Romn de

Standardizare.

13.**

* STAS 10101/21-92 Aciuni n construcii. ncrcri date de zpad,

Institutul Romn de Standardizare.

14.*** STAS 10101/20-90 Aciuni n construcii. ncrcri date de vnt, InstitutulRomn de Standardizare.

15.*** STAS 6472/2-83 Higrotermica, Parametri climatici exteriori, InstitutulRomn de Standardizare.

16.*** P100/92 - Normativ pentru protectia antiseismica a constructiilor de locuintesociale - culturale, agrozootehnice i industriale


3/40

STAGE 1

1. Column Geometry

hob= height of fixed equipment;hs = safety space 450 mm;hr= height of moving equipment;i = distance between crane railway and the bottom crane safety line;h1= loading gauge at the upper part of the traveling crane (gabaritul podului rulant lapartea superioar);f = safety space 300 mm;a = 150 mm z300 mmht = 2a

Hc = Hc + har (1.4)har= hgr+ htr+ hp + b

Hc = k100 mm; k = nr. ntreg pozitiv

Fig.1. Detail of the basement beam

h

s

Hgs

Beasementbeam

b rail width STAS 800hgr (runaway) crane girders(nlimea grinzii de rulare)htr height of sleeper(nlimea traversei), 140 mm

hp heigth of plates (nlimea

plcuei sau plcuelor)hp1 = 14 mmhp2 = 10 mm


4/40

Determinarea nlimii tronsonului inferior

hi = Hc +ht (1.5)hi = k 50 mm; k = nr. ntreg pozitivHc cota la nivelul consolei stlpului;

Determinarea nlimii tronsonului superior

hs = hh - hi (1.6)hs = k 50 mm; k = nr. ntreg pozitiv

STAGE 2

DETERMINAREA NLIMILORNCHIDERILORPERIMETRALE

Proiectarea nchiderilor halelor industriale presupune urmtoarele etape:- stabilirea cotei grinzii soclu Hgs, avnd detaliul de soclu din figura 1.2.- stabilirea nlimii parapetului Hp (fig. 1.1)

Hp = 1,4 z1,6 m, funcie de tipul industriei

Hp = Hgs + hphp nlimea panoului de perete (Bc15, Bc20) adoptat pentru nchiderile perimetrale;

hp = k900 mm; k1200 mm

- determinarea cotelor necesare poziionrii ferestrelor, HF1, HF2HF1 = Hp + hF1e Hc (2.1)

Hc1 = HF1 + hc1u Hcs; (2.2)

hc1 = k hbca = k 600 mm

HF2 = Hc1 + hF2 (2.3)

Hcse HF2e HT;HT = h ht

6.00 m 90120

cm

18-24cm

6.00 m60cm

18-24cm


5/40

hF1, hF2 = k 600 (900, 1200, 1500, 1800, 2100, 2400) mm

- stabilirea cotei jgheabului lng atic, HjHj = HT + hGTmin + hEPmin + hath; (2.4)

hath

= 100 mm

- determinarea valorii minime pentru cota aticului, HAHA = HF2 + hc2; (2.5)

hc2 = k hbca = k 600 mm

HAu Hj + hgh;hgh nlimea minim necesar asigurrii unei grzi hidraulice

n lipsa unor calcule, se pot accepta urmtoarelevalori pentru stabilirea lui hgh n funcie de mrimeatramelor:

Trama hgh [cm]

12 x 6 25

15 x 6 30

18 x 6 35

3. ALEGEREA I VERIFICAREA ELEMENTELORPREFABRICATE

Elementele prefabricate sunt proiectate pentru a satisface un anumit domeniu deutilizare att din punct de vedere funcional ct i din punct de vedere ale strilor limitpe care le pot acoperi.

Domeniul de utilizare funcional este definit de dimensiunile elementelor i

scopul constructiv pentru care a fost proiectat: element de acoperire, grind principal,grind de rulare. Dup ce au fost stabilite elementele dup acest criteriu, trebuie fcutalegerea prin calcul, din gama de elemente de acelai tip (dac sunt mai multe elementede aceleai dimensiuni dar difer numai prin armare funcie de mrimile ncrcrilecorespunztoare strilor limit) sau verificarea prin calcul (dac este un singur element).

Verificarea, sau alegerea, presupune satisfacerea tuturor strilor limit indicate ncaracteristicile elementului prefabricat.

Verificarea la starea limit ultim de rezisten presupune ndeplinirea urmtoareirelaii:

... rlscalcul PP e

unde:Ps.l.r. ncrcarea capabil corespunztoare strii limit ultime de rezisten

pentru elementul prefabricat; ncrcare dat n caracteristicileelementului;


6/40

Pcalcul. ncrcarea real corespunztoare strii limit ultime de rezisten pentruelementul prefabricat; ncrcarea se stabilete n condiiile impuse decalculul lui ps.l.r.(pe m

2 sau pe m de nervur).

Calculul valorii Pcalculse face n gruparea fundamental cu relaia:

Pcalc = niPi + niCi + ngniVi

Unde:

- Pi ncrcri permanente (greutate proprie, etc.)- Ci sunt ncrcri cvasipermanente (praf industrial)- Vi sunt ncrcri variabile. La strile limit ale exploatrii normale, pentru verificri

sub efectul ncrcrilor totale de exploatare se consider cel mult dou ncrcri V;

- ng este coeficient de grupare i are urmtoarele valori: 1,0 n cazul unei ncrcri V;0,9 n cazul a dou sau trei ncrcri; 0,8 n cazul a patru sau mai multe ncrcri

variabile;

Elementele analizate sunt prezentate in figura urmatoare:

Unde :EP : elemente prefabricate de acoperisEPL : elemente prefabricate de acoperis pentruluminatoareGT : grinda transversalaLM : luminator triunghiular metalicath : ansamblu de termo-hidroizolatie

Where:Prestressed and prefabricated roof elementsPrestressed and prefabricated roof elementsfor skylightTransverse girder (main transverse beam)Triangular metallic skylightHydro thermo system

Se stabilesc zonele aferente pentru fiecare element analizat dupa cum se vede in fig. 3.1:

ath ath

GT


7/40

ncrcri pentru verificarea elementelor de acoperire ia grinzii transversale

ncrcri permanente: Dead loads

-gath greutatea ansamblului termohidroizolant Hydro thermo insulation system

gath [daN/m2] zona climatic Zona climatic se ia conform

STAS 6472/2-83 - vechi48 III

44 II

40 I

- g(M 52 daN/m2 , greutatea luminatorului

- gEP1300 daN, greutatea elementului EP

- gEPL 1450 daN, greutatea elementului EPL

ncrcri temporar variabile: Variable loads:

ncrcarea din zpad, pz, STAS 10101/20-90

zezinz gccp ! [daN/m

2]nzF pp

cz

K ,

Snow loads, Scharacteristic loadsdesign loads

Sc Sm

T/2

T/2

T/2

T/2

EP GPT

T

T

L/2 L/2 L/2 L/2

L

L

EPL

dEPL d(MdEP

(M

GPT

GPT


8/40

unde:gz greutatea de referin a stratului de zpad;

gz = f(zon, perioada de revenire)ce =0.8; coeficient prin care se ine seama de condiiile deexpunere,

czi coeficient ce ine seama de aglomerarea cu zpad;Kx coeficient ce parial de siguran;Kx = f(clasa de importan a cldirii, zona climatic)

ze

pxF gc

g0,4

!

gp - ncrcarea distribuit normat, echivalent, exclusivzpada, care afecteaz elementele expuse n grupareafundamental

aferent

*

npii

p

gg

!

- the reference weight of the snowlayer function of the period of return- coefficient wich takes into accountthe exposure of the building- coefficient wich takes into accountsnow agglomeration drift- partial safety coefficient

- the equivalent distribution loaddeterminated on the base of nominalintensity of vertical loads exclusive the

snow wich affects the exposedelements and interfere in thefundamental combination

Conform TA 10101/21-92 ncrcri date de zpad tabelul 3, coeficientul czi secalculeaz astfel:

Nr.Crt.

Forma acoperiului i schemele devariaiea coeficientului czi

Coeficientul czi

8

Acoperiuri cu luminatoaretriunghiulare sau de forme apropiatede forma triunghiular

5,2zgh " (h n m, gz n kN/m

2)

Varianta 1a, n m

cz1 cz2300 1 1

300450

h

a

21

0

Varianta 2


9/40

b, n m cz3 cz4

300 1 1300450

hb2

1 0

Limitri: cz13cz33

Evaluarea lui pcalc pentru elementul EPL (nervura ce susine luminatorul)

za = zona aferent de aciune pentru nervura ce susine luminatorul

- greutatea gathT

ngTd ath 2

1

- luminator(MT

ngTd MM ((2

1

! ....calculp

- zpada, pzT

dpdpTFMMzEPLEPLz K

((

2

1

2

1

,,

capcalcul pp 2e

Evaluarea lui pcalc pentru elementul EP (nervura curenta)

za = zona aferent de aciune pentru nervura ce susine luminatorul

a b

h

Varianta 1

Varianta 2

1

cz1

2h

cz2

1

cz3

1

1

cz4

2h


10/40

- greutatea gathT

ngTd ath 2

1

! ....calculp

- zpada, pz

T

Tdp F z K2

1,

capcalcul pp 2e

Evaluarea lui pcalc pentru grinda transversal

alctuirea simetric a acoperiului i faptul c aciunea zpezii este utilizat ncalculul structurii conduc la considerarea lui ca cz=1.

za = zona aferent de aciune pentru grinda transversal

n(M = numrul de luminatoare de pe zona aferent

nEP = numrul de EP de pe zanEPL = numrul de EPL de pe za

- greutatea gath

L

ngTdLath

- luminator(ML

ngTdn MMM ((( ! ....calculp

- element EPL

ngn EPEP

- element EPLL

ngn EPLEPL

- zpada, pzL

pLTFz K capcalcul pp e


11/40


12/40

Facem urmtoarele ipoteze:- pentru fiecare pod crucioarele se afl dispuse

n aceleai poziii, la distane de tip ci dupSTAS 800, poziii ce dau Vmax = P1 + P3 peun fir i Vmin = P2 + P4 pe cellalt fir;

- se accepta lucrul cu acelai Vmax sau Vminindiferent de poziia limit a cruciorului;

- cabinele celor dou poduri sunt dispuseidentic deci, pentru fiecare pod i fir existaceeai succesiune de fore (P1, P3; P1, P3)sau (P2, P4; P2, P4);

- podurile pot ajunge tampon n tampon.

Hypothesis:- for each travelling crane, the crabs are in

the same positions, where ci is thedistance from STAS 800; these positionsgive the maximum value Vmax = P1+P3 on

a side and minimum values Vmin = P2+P4by other part;- it is accepted the same VmaxorVminfor any

limit position of the crab;- the cabs of two travelling cranes are

identically positioned so, there are thesame order by forces for each crane andside: P1, P3; P1, P3orP2, P4; P2, P4;

- the travelling cranes may be situated in thebuffer to buffer position.

Ipotezele de mai sus conduc la urmtoarea

schem static:- Lgrc lungimea de calcul a grinzii de rulare

(grinzile de rulare se consider simplurezemate) Lgrc< T

- Distana dintre forele P1 i P3, fore aparinndaceluiai pod, este A (STAS 800).

The hypothesis presented give us the

following static scheme:- Lgrc represents the design length of thecrane girder (the crane girders are simplesupported)

- The distance between P1 and P3 forcesfrom the same crane is noted with A(STAS 800).

Reazemul D, marcat cu *, reprezint n faptdou reazeme, n fig. 4.4 fiind figurate grinzisimplu rezemate.

Pe stlpul S*, stlp curent, fora maxim dat

de aciunea vertical a podurilor rulante, este

reaciunea maxim din D.Obinerea reaciunii D

nmax ! , presupune

dispunerea convoiului P1, P3, P1, P3 n poziia ceamai dezavantajoas (fig. 4.4).

The simple support noted by D representsin fact twosupports showing IN FIG.4.4.

On the current column noted S*, themaximum force produced by the verticalaction of the travelling cranes coincide with

the maximum reaction D.Obtaining a maximum reaction, suppose

that the mobile forces P1, P3, P1, P3 will beplaced in a disadvantage position.

Fig. 4.3

A(B-A)/2

P1 P3

A (B-A)

T T

P1 P3

(B-A)/2

*D


13/40

n figura 4.4, sub schema static, sunt trasateliniile de influen ale reaciunii din reazemul Dpentru grinda din stnga i grinda din dreapta.

Rezult:

-

423311nmax PPR !

n calculul structurii se utilizeaz valorilensRmax i

nsRmin , reaciuni normate ce in cont de

probabilitatea sczut ca mai multe poduri rulantes acioneze cu intensitate maxim i poziiedefavorabil n timp.

-

nmaxs

nsmax RnR ! ;

unde: ns coeficient de simultaneitate; ns f(numrul de poduri ce acioneaz simultan,grupa de funcionare a podului cu cea maimare capacitate)

-

Fi . 4.4

A

P1 P3

A (B-A

P1 P3

T

T

D

L1L2 L2 = 1

L3L4

nminR

nmaxR

Fig. 4.5


14/40

4.2 Determinarea Npp, din perei purtaiDetermination of the axial forces producedby sustained walls

unde:

Saf suprafaa aferent de fereastrSap suprafaa aferent de pereteNpp = Saf qf+ Sap qp dpqf greutatea unui m

2 de fereastr,40-50 daN/m2

qp greutatea unui m2 de perete,

600 daN/m3n = 1,2 pentru fereastra; 1,1 pentru pereti

Where:

Afferent aria of the windowAfferent aria of the sustained wall

4.3 Determinarea limii seciunii stlpilor Determination of the width of the columns

cross section

Valoarea minim a limii b se determin dincondiia de rezemare i monolitizare a grinzilorde rulare.

The minimum value of the columns width, b,is determinate by the rezemare si monolitizarecondition of the cranes girder

bmin = 2lr+lm (4.1)

b = k 50 mmPentru grinzile de rulare de 6,00 m,lr= min 15 cm,

lm = 10 cm.

For the crane girders by 6m:

Saf

Sap

T (T = 6,00 m) T (T = 6,00 m)


15/40

4.4 Predimensionarea nlimilor seciunilorstlpilor, hi(m,c), hs(m,c)

-

Determinarea sarcinii axiale, ce revine asupra

stlpului, la nivelul articulaiei, deasupra consoleide rezemare a grinzii de rulare, la nivelul consoleide rezemare a grinzii de rulare si la parteainferioara a stalpului.

-

Predimensionarea stlpului cu relaia: -nR

NA

c

b

L! (4.2)

unde:

L - coeficient de zveltee, pentru stlpi dezveltee medie, L = 1,2-1,5N fora stabilit la pct. 1

Rc rezistenta la compresiune a betonului;

Bc15 (C 12/15), Rc= 95 daN/m2

n coeficient care ine cont de excentricitateacu care acioneaz fora

-

tabel 4.1

pentru grad seismicu

7

Tipul stlpului

de col marginal central

n = 0,20 0,25 0,30

bnR

Nh

c

ss

!

(4.3)


16/40

bnR

Nh

c

ii

!

(4.4)

unde:

Ns fora axial pentru tronsonul superior

(deasupra nivelului consolei de rezemare agrinzii de rulare)Ni fora axial pentru tronsonul inferior (la

partea inferioara a stalpului, NBP)

-

Pentru tronsonul superior: -

nnLPN

nnLPN

sc

Tcalcsc

s Tcalcs

!

!

2

12

2

1

2

1

(4.5)

Pentru tronsonul inferior: -

nGnTnGnRNN

nNnGnTT

nGnRNN

sGRscic

ppsGRsmim

!

!

15022

2215022

max

max (4.6)

unde:Rmax reaciunea maxim pe stlp, la nivelul

consolei, provenit din aciunea verticala podurilor rulante;

150 (daN/m) aciune estimativ pe 1 m liniarde subansamblu cale rulare (greutateaansamblului de prindere a inei de rulare

pe grind + greutatea inei de rulare);GGR greutatea unei grinzi de rulare;T traveea;n coeficientul de ncrcare.

Valorile hi i hs se adopt ca multipli de 50 mm.Se recomanda ca him,ic i hsm,sc sa fie minim 200mm (elemente prefabricate stalpi) si min b

-


17/40

Sasm Sasc Sasm

T/2

T/2

T/2

T/2

L/2 L/2 L/2 L/2

Calculul aciunilor hale industriale parter structuri realizate dinelemente prefabricate efect de aib - hale cu grinzi principaletransversale

Stabilirea ipotezelor de ncrcare

1. Aciuni permanenteAciuni permanente la nivelulacoperiuluiAciuni permanente la nivelulconsoleiAciuni permanente din perei purtai

1.1 Aciuni permanente la nivelulacoperiului

Establishing the loadinghypothesis

1. Permanent (dead) loadsPermanent loads at the roof levelPermanent loads at the corbels levelPermanent loads from sustained walls

1.1 Permanent loads at the roof level

fig. 1.1

Sistematizarea aciunilor presupune

Nsm Nsc Nsm

Msm=Nsm e1

Nsme2 Nsme2

Msmi

Sisc nNN

asc

!

!ascS

insc NN (1.1)

iS

ism nNNasm

!

!asmS

insm NN


18/40

fig. 1.2

1.2 Aciuni permanente la nivelul

consolei

1.2 Permanent loads at the corbels level

NC = ncrcarea din grinzile de rulare sisubansamblul cii de rulare

GSS = greutatea stlpului la partea superioar

Sistematizarea presupune:

1.3 Aciuni permanente din pereipurtai

1.3. Permanent loads from sustainedwalls

Nc+Gssm 2Nc+Gssc Nc+Gssm

Nce3-Gssme2 Nce3-Gssme2

Saf

Sap

T (T = 6,00 m) T (T = 6,00 m)


19/40

unde:Saf suprafaa aferent de fereastr

Sap suprafaa aferent de pereteNpp = Saf qf+ Sap qpqf greutatea unui m

2 de fereastrqp greutatea unui m

2 de perete

Sistematizarea presupune:

Npp1 Npp1Npp1e4

Npp1e2

Npp2 e5Npp2

Npp1e4

Npp1e2

Npp2 e5Npp2


20/40

2. Aciunea zpezii - STAS 10101/ 21 92- hale cu grinzi principale transversale i hale cu grinzi principale longitudinale

zezinz gccp ! [daN/m

2]

unde: gz greutatea de referin a stratului de zpad; gz = f(zon, perioada de revenire)ce coeficient prin care se ine seama de condiiile de expunere;czi coeficient ce ine seama de aglomerarea cu zpad;

alctuirea simetric a acoperiului i faptul c aciunea zpezii esteutilizat n calculul structurii conduc la considerarea ca cz=1.

pzf aciunea zpezii n gruparea fundamental;KF coeficient ce parial de siguran pentru gruparea fundamental;

ze

p

xF gc

g0

,4 ! Kx = f(clasa de importan a cldirii, zona climatic) = Kx =2,2

gp - ncrcarea distribuit normat, echivalent, exclusiv zpada, care afecteazelementele expuse n gruparea fundamental

trama

*

npii

p

gg

!

*- pe o tram pentru: elemente de nchidere, EP, EPL, ansamblultermohidroizolant i luminatoarele.

pzf aciunea zpezii n gruparea special;K1 coeficient ce parial de siguran pentru gruparea special = Ke = 0,30

Analiznd suprafeele aferente pentru stlpii centrali i marginali (fig. 1.1, si fig. 1.3),rezult:

asc = L T , asm =2

TL

n gruparea fundamental aciunile pe stlpi sunt:

Nzscf= L T pzf, Nzsmf=2

1Nzscf

n gruparea special aciunile pe stlpi sunt:

Nzscs = L T pzs , Nzsms =2

1Nzscs

istematizarea aciunilor presupune:- gruparea fundamental - gruparea special

nzFzf pp !

n

z1zs pp !


21/40

3. Aciunea vntului - STAS 10101/ 20 - 90

Se neglijeaz aciunea vntului pe acoperi.Aciunea normat ce revine unui m2 este:

nvp = F cni ch(z) gv

unde:gv presiunea dinamic de baz, la nlimea de 10 m deasupra terenuluigv = f (zon, altitudine) conf. tab. 1 STAS 10101/20 - 90F - coeficient de rafal, F (c1) = 1,6F = f (categoria construciei) clasificare conf. STAS 10101/ 20 90 pct. 2.14.1ch(z) coeficient de variaie n raport cu nlimea deasupra terenului zch(z) = f (z, amplasament) - clasificare conf. STAS 10101/ 20 90 pct. 2.5

Modul practic de lucru pentru ch(z) este artat n fig. urmtoare:

Nzsmf Nzscf Nzsmf

Nzsmfe1

Nzsmfe Nzsmfe2

Nzsmfe1

N.At

N.A.

N.T.

ch (z =10+(z)

cha

ch (z = 10m)

(z1

z=10m

(z

(z2

chm3

chm2

ch (z = 10m)

chm3

chm1

Fig. 3.1

Nzsms Nzscs Nzsm

Nzsms e1

Nzsmse2 Nzsmse2

Nzsms e1


22/40

chm3 =2

1?cha + ch(z=10)A

chm2 =2

1?ch(z=10) + chaA

chm1 =

2

2c2c2

21

122hm2110)h(z

zzz

zzz

zzz

z

((

((

( (!

N.T. nivelul trotuaruluiN.A. nivelul articulaiilorN.At nivelul aticului


23/40


24/40

Sm stlp marginalstructural

Ss stlp secundar

vp - aciunea de calcul a vntului pe 1 m de stlp

vp = Sa1F cni ch gvKF

unde:KF - coeficient parial de siguran, KF = f (categoria construciei, clasa deimportan)

Sistematizarea pe un cadru transversal pentru aciunea vntului de la stnga la dreaptaeste:

vsp = Sa1F cni chm1 gvKF = T 1,6 0,8 chm1 gvKF ?daN/mA

vdp = Sa1F cni chm1 gvKF = T 1,6 cni chm1 gvKF ?daN/mA

Forele concentrate w prind efectul vntului de pe suprafaa Saa - fig. 3.5

vsp

vdp

ws wd

T = 6,00 T = 6,00

2x(T/2)

(h

Sm SmSm

Saa linia articulatiei

Fig. 3.5

2x(6/2)

(h

SmSm Ss

Saa

linia articulatiei

Ss


25/40

(ha = N.At N.A. (nivelul aticului nivelul articulaiei)Saa = T (ha ?m

2Aws = SaaF cni chm3 gvKF = T (ha1,6 0,8 chm3 gvKF ?daNAwd = SaaF cni chm3 gvKF = T (ha1,6 cni chm3 gvKF ?daNA


26/40

4. Aciunea diferenei de temperatur - STAS 10101/ 23A - 78

Date de pornire:- se neglijeaz alungirile sau scurtrile stlpilor;- construcii nclzite n procesul de exploatare;- elemente de construcie n contact exclusiv cu aerul ncperilor;- se iau n considerare numai alungirile sau scurtrile riglelor de cadru;- efectul aciunii temperaturii exterioare nu are o importan deosebit.

! 0nn ttt

! 0nn ttt

unde:tn+, t

n- - temperaturile exterioare normate (presupuse a coincide cu temperaturi

uniform distribuite dezvoltate n elementele de construcii);pentru construcii de beton: tn+ = 30rC i t

n- = -20rC;

t0-, t0+ - temperaturi iniiale corespunztoare momentului realizrii construciei;pentru hale prefabricate realizate din elemente din b.a. sau b.p.: t0- = t0+

= 5rC(temperatura minim pentru realizarea monolitizrii)

!nt 30 5 = 25 rC

!nt - 20 5 = -25 rC

n gruparea fundamental se lucreaz cu (t = n n

t n coeficientul ncrcrii; n = 1,2;

Comportarea imperfect elastic a structurii impune la calculul eforturilor, corectareadiferenelor(t prin coeficientul nt , nt = 0,5 pentru element din beton armat.

(tf = (t nt = n nt(tn = 1,2 0,5 (tn = 0,6 (tn

(tf = 0,6 ( 25) = 15 rCunde:

(tf diferena de temperatur de calcul ce ine seama de comportarea imperfectelastic a structurii, utilizat n gruparea fundamental

Fig. 4.1

= L t = 0,012mm/mC, coeficientde dilatare termic a betonului,

!( EIMm

=> F


27/40

Fig. 4.2

F F


28/40

5. Aciunea podurilor rulante - STAS 10101/ 23A 78

5.1 Aciunea vertical a podurilor rulante - STAS 800 ; STAS 10101 /2A2

78

Ipoteze:- se admite existena a dou poduri rulante n lungul aceleiai deschideri ( fig.

5.1 L1);- se admite existena a dou poduri rulante n travei alturate ( fig. 5.1 L2);

Fiecare pod poate fi privit ca o grind simplu rezemat (fig. 5.1.2)

Gp greutateapodului rulant;

Gc greutateacruciorului;

Q - sarcina n crlig.

c Lp /2Lp

Gc + Q Gp

Fig. 5.1.2

Lp Lp

L1 L2

T

T

T

T

I

I

Fig. 5.1.1


29/40

Reaciunile n A i B fiind:VA = VmaxVB = Vmin

Considernd o repartiie uniform pe roile podului rulant existente pe un fir rezulta:

pmax = roti

max

n

V

pmax =roti

min

n

V

Pentru un calcul mai exact se lucreaz cu apsrile pe roi date de STAS 800 - Vmax = P1 + P3Vmin = P2 + P4

Pentru a calcula reaciunea maxim pe un stlp marginal, reaciune provenit din

aciunea vertical a dou poduri rulante dispuse conform ipotezelor mai sus enunate, seanalizeaz vederea II, fig. 5.1.3 (poduri cu patru roi).

Facem urmtoarele ipoteze:- pentru fiecare pod crucioarele se afl dispuse n aceleai poziii, la distane de tip

ci dup STAS 800 - , poziii ce dau Vmax = P1 + P3 pe un fir i Vmin = P2

+ P4 pe cellalt fir;- se accepta lucrul cu acelai Vmaxsau Vmin indiferent de poziia limit a cruciorului;- cabinele celor dou poduri sunt dispuse identic deci, pentru fiecare pod i fir exist

aceeai succesiune de fore (P1, P3; P1, P3) sau (P2, P4; P2, P4);- podurile pot ajunge tampon n tampon.Ipotezele de mai sus conduc la urmtoarea schem static:

b b b

T T T T

S*

Fig. 5.1.3


30/40

Lgrc lungimea de calcul a grinzii de rulare (grinzile de rulare se consider simplurezemate)

Lgrc< T

Distana dintre forele P1 i P3, fore aparinnd aceluiai pod, este A (conform STAS 800- .. ).

Distana dintre P1 i P3, fore aparinnd la dou poduri diferite, este:

2 x2

AB = B A (conform STAS 800 - .. )

Reazemele ncercuite aparin aceluiai stlp S* i, n mod acoperitor i convenional sepoate lucra cu urmtoarea schema static:

Reazemul D, marcat cu *, reprezint n fapt dou reazeme, n fig. 5.1.5.a fiindfigurate grinzi simplu rezemate. Pe stlpul S*, stlp curent, fora maxim dat de aciunea

vertical a podurilor rulante, este reaciunea maxim din D.Obinerea reaciunii D

nmax RR ! , presupune dispunerea convoiului P1, P3, P1, P3 n

poziia cea mai dezavantajoas (fig. 5.1.5.b).

A(B-A)/2

P1 P3

A (B-A)

Lgrc Lgrc

P1 P3

(B-A)/2

Fig. 5.1.4

Fig. 5.1.5.a

A(B-A)/2P1 P3

A (B-A)

T T

P1 P3(B-A)/2

*D


31/40


32/40

nmaxs

nsmax RnR !

nmins

nsmin RnR !

unde:ns coeficientul ncrcrii;

ns f (numrul de poduri ce acioneaz simultan, grupa de funcionare apodului cu cea mai mare capacitate)

Sistematizarea aciunilor verticale pe un cadru cu dou deschideri presupune considerareatuturor posibilitilor defavorabile (fig. 5.1.7).

Combinaiilea + bs,a + asib + bspresupun considerareaunuicoeficientns = f(gr.func.,patrupoduri)

as aciunile din fig. 5.1.7.a dispuse simetricbs aciunile din fig. 5.1.7.b dispuse simetric

Rmin Rmax

Rmin e3 Rmax A*2

ns = f (gr.func, dou poduri)

Fig. 5.1.7.b

Rmax Rmin

Rmax e3 Rmin A*2

Fig. 5.1.7.a


33/40

5.2 Aciuni orizontale ale podurilor rulante- aciunea de frnare - demarare a cruciorului

fnn

QGF rf

rc

cnt

!

(5.2.1)unde:

nrc - numrul de roi ale cruciorului = 4nrf- numrul de roi care frneaz (ale cruciorului) = 2

f - coeficient de frecare (metal pe metal) = 1/10

20

QGF cnt

!

(5.2.2)

Unei roi de pod de pe acelai fir i revine din fora Pnt

r

c

r

ntn

t

n20

QG

n

FP

!!

(5.2.3)unde:

nr- numrul de roi ale podului rulant de pe un fir de circulaieRelaia (5.2.3) este valabil numai pentru podurile cu suspensie flexibil

(elementul de legtur ntre sarcin i crucior este un cablu).

Lpm

nr

Gc

Q

Fig. 5.2.1


34/40

Pentru podurile cu suspensie rigid (elementul de legtur ntre sarcin i crucioreste un bra rigid) Pnt se calculeaz cu relaia:

r

cnt n10

QGP

!

(5.2.4)

Locul de aplicare al forelor Pnt este la partea superioar a inei (fig. 5.2.2.b)

Grinda (grinzile) de rulare preia (preiau) forele Pnt i le transmit la stlpi, subform de reaciuni Tn, prin intermediul unei bretele.

Din fig. 5.2.2.c rezult c punctul de aplicaie al forei Tnfpe stlp este la partea

superioar a grinzii de rulare.Dup STAS 10101/ 2A2 - 78 se consider c pot frna concomitent numai dou

poduri rulante i deci reaciunile de tip Rnmax i Rn

min pot fi nsoite de Tnfmax calculate pe

urmtoarea schem static (aceleai ipoteze ca la calculul reaciunilor Rnmax, Rn

min).

A A

B B

T

A - AB - B

nfT

bretea

nt

a b c

Fig. 5.2.2


35/40

Concomitena Rmax, Rmin, Tnf max conduce la relaia:

4321nt42

nt31

nt

nfmax PPPT !!

(5.2.5)

Frnarea celor dou poduri impune calculul structurii cu valoarea Tnsf maxunde:

ns - coeficient de simultaneitatens = f (numrul de poduri ce acioneaz concomitent = 2, grupa de

funcionare a podului cu cea mai mare capacitate de ridicare)

Valoarea de calcul Tf max este:Tfmax = n T

nsf max

(5.2.6)unde:

n - coeficientul ncrcrii, n = f (tipul ncrcrii)

Sistematizarea aciunilor pe un cadru cu dou deschideri

ntP

ntP

ntP

ntP

Lgrc Lgrc

AA (B-A) Fig. 5.2.3

Fig. 5.2.4.d

Fig. 5.2.4.c

Tfmax

Tfmax


36/40

Obs:Datorit neparalelismului inelor fora Tfmax poate fi aplicat ori la un stlp ori la

cellalt.Notnd schemele de ncrcare cu c i d combinaiile a, b, c, d (a i b sunt

aciunile verticale) sunt:

a + ca + db + cb + da + bs + ca + bs + da + as + ca + as + db + bs + cb + bs + d

6. Aciunea seismic STAS P100-92 6. Seismic action

Sistemul real cu n grade de libertate

dinamic se va transforma ntr-un sistem

oscilant echivalent. Rezultanta ncrcrilor

seismice orizontale, se determin astfel:

Sr= cr G (6.1)

c = EksF]I (6.2)


37/40

unde: Where:

c coeficientul seismic global corespunztor

modului de vibraie;

E coeficientul de importan a construciei

precizat n raport cu clasa de importan aacesteia (tab.5.1., pct. 5.3.3);

ks coeficient care se alege n funcie de zona

seismic de calcul a amplasamentului;

reprezint raportul dintre acceleraia

maxim a micrii seismice a terenului

(considerat cu o perioad de revenire de

cca. 50 de ani) corespunztoare zonei

seismice de calcul i acceleraia gravitaiei

(tab. 5.3.4, P100-92);F coeficient de amplificare dinamic, funcie

de compoziia spectral a micrii seismice

n amplasament; se determin n funcie de

perioadele oscilaiilor proprii Tr ale

construciilor i de condiiile seismice ale

zonei caracterizate prin perioadele de col

Tc(pct.5.3.5.)

] coeficient de reducere a efectelor aciunii

seismice care ine seama de ductilitatea

structurii de capacitatea de redistribuire a

eforturilor, de ponderea cu care intervin

rezervele de rezisten neconsiderate n

calcul precum i de efectele de amortizare a

vibraiilor;

] = 0,12 pentru hale industriale cu mai

multe deschideri

I coeficientul de echivalen ntre sistemulreal i un sistem cu un grad de libertate

corespunztor modului propriu de vibraie

- global seismic coefficient for r vibrationmode;

- importance coefficient;

- coefficient of seismic intesity;

- coefficient of dynamic amplification;

- reduction coefficient;

- equivalence coefficient

G rezultanta ncrcrilor gravitaionale - gravitational loadsG = P + C + ndV:

- ncrcrile gravitaionale permanente, P, -


38/40

(nvelitoare, elemente de acoperi,luminatoare, grinzi principale, stlpi,perei, grinzi de rulare)

- ncrcri gravitaionalecvasipermanente, C, (depuneri de praf

industrial, echipamente tehnologice) (leneglijm)

- ncrcrile gravitaionale variabile, V,datorate zpezii i podurilor rulante carese iau n calcul numai cu fraciunile delung durat.

sdzdd nRRnNnPVnPG !! minmax2

- greutate ath ][daNSgG athathath !

- greutate M ][daNSgG MMhM ((( !

- greutate EP, EPL, GT ][,, daNGGG GTEPLEP

- greutate stlpi partea superioar ][2 daNbhbhhG sscssssbss ! V

- greutate stlpi partea inf. pn la 1/2hs

][22

1daNbhbhhhG sicsimssibsi

! V

- greutate perei purtai pn la 1/2hs ][50120 daNSSG fppp !

- greutate ansamblu rulare ][15044 daNTGG GRar !

- greutate din zpad ][2 daNNNG zczmz !

- greutate din poduri rulante fr Q ][2 minmax daNnRRG spr !

Fig. 6.1

S

hs/2

hs/2


39/40

6.1. Determinarea ncrcrilor provenite din poduri rulante fr sarcina la crlig,

maxR , minR

Gp - greutatea podului rulant;Gc greutatea cruciorului;Reaciunile n A i B fiind:

VA = VmaxVB = Vmin

Considernd o repartiie uniform pe roile podului rulant existente pe un fir rezulta:

2maxmax

max

V

n

Vp

roti

!!

2minmin

min

V

n

Vp

roti

!!

!! 2max

maxmaxV

PR ii LL

!! 2min

minminVPR ii LL

Fig. 6.2

c Lp /2Lp

Gc Gp

A B

Fig. 6.2.b

APmax Pmax

A (B-A)

Pmax Pmax

T TD

L1L2 L2 = 1

L3L4

n

H

G


40/40

Pentru evaluarea perioadelor proprii de vibraie, normativul P100-92prezint urmtoarele relaii:

nT H2,0!

(6. )unde:

n = sgeata orizontal la vrf (n cm) din aciunea ncrcrilorgravitaionale G,

considerate aplicate orizontal.

Fig. 6.3 Schema de calcul

proiect industriale

Documents